基礎実験

(1)

長崎大学水産学部研究報告第56号33〜42(1984) ³³

舶用機関の省燃費運航に関する研究―Ⅰ 基礎実験

西矢豊就・山路光徽・荒木猛

Studies on Handling Conditions of Marine Engine for Minimizing Oil Consumption—I

Fundamental Experiments

Toyonari NISHIYA, Mitsuyoshi YAMAJI and Takeshi ARAKI

Since the popularization of the controllable pitch propellers among small-sized and medium-sized ships, the optimum combination to minimize oil consumption of the rate of rotation of engine (rpm) and the angular pitch of propeller blades at various cruising speeds has been an interest of marine engineers.

We made a series of experiments to find the optimum combination with the training ship Kakuyo-Maru (1,044.38 G/T, 2,800 HP) under various cruising speeds of 9~13.5 knots on

October 22nd 1983 in the northwestern Pacific.

Following results were obtained.

i) Cruising speed, V (knot) and consumption of fuel oil, Gm (kg/n.m. running) were expressed by the following experimental formulae, where n is rpm of the main engine; S, slip ratio of propeller; Op, angular pitch of propeller blades.

V = 0.0241 • n-0.15863 • S +0.84685 - 0,-12.4791

= 0.04906-n-0.0086-V²+0.52406-S-0.06734- Gm Op-11.91674

ii) The oil consumption was always smaller at the combination of lower rpm and greater pitch within the speed tested. However, when the angular pitch was 17° or greater, the temperature of exhaust gas often reached above its dangerous level.

iii) The relative shaft-horse power at a constant rpm varied with pitch, i.e., the horse power at the pitches of 16° or 17° increased by 3.37 or 11.52 % compared with the power at 15° of pitch.

はじめに

1960年代に小・中型船に可変ピッチプロペラ(CPP) が採用されて以来,燃料消費量節減のため,任意の船体速力に対する主機関回転数とプロペラピッチ角(以下ピッチ角とする)の最適組合せが,舶用機関取扱者

にとって最大の研究課題となっている.ちなみに,燃料費が運航コストに占る割合は極めて大きい.1979年当時40%程度であったこの割合は,1983年では60%にも達した.したがって,推進装置は省エネルギ的に取扱われる必要がある.

練習船鶴洋丸は,航海中の気象・海象に応じ適切な船体速力を設定して推進装置を運転しているが,その運用は必ずしも充分でなく,経済的,あるいは,効率的な運転には今後改良されるべき点も多い.すなわち, 任意の船体速力に対して,それぞれ一組の回転数とピッチ角の最適組合せがあって,これに従って推進装置を運転することが取扱者の最も重要な課題の一つである.

回転数とピッチ角とを最も効果的な組合せに制御すれば,主機関の燃料消費量を節減出来,また,損耗を

(2)

最少限にとどめることが出来ると考えられている．しかし，船体速力，スリップに関係する船体抵抗は海況によって変わるので，取扱者はその詳細について充分把握しておく必要がある．

そこで，本実験では先づ回転数とピッチ角の設定が，

船体速力および主機関性能に及ぼす影響について明らかにするため，三洋丸の1975〜1983年の機関日誌から

常用ピッチ角15。，16。および17。について，主機関性能の統計解析を行い，あわせて実験的計測を行って，これ等の結果について若干の考察を行った．

1．実験および計測方法

本実験に用いた長崎大学水産学部練習船鶴洋丸の主たる諸元をTable 1に示す．

Table 1． Principal particulars of Kakuyo−Maru of Nagasaki University．

Hu 11

Length registered

Length between perpendiculars Breadth

Depth

Gross tonnage Main engine

Type

Number of cylinder

Maximum continuous horse power Service horse power

Cylinder bore Stroke

Type of supercharger Reduction gear

Type Gear ratio

Controllable pitch propeller Type

Number of blade Diameter Principle pitch Developed area ratio Fuel oil supplied

船舶の推進性能は，水線下の船体抵抗によって大きく変わるから船体が比較的クリーンな状態で実験する必要がある．したがって，船底を掃除した約20日後の最も船体抵抗が小さい時期の1983年10月22日，次に述べる各種の状態で計測を実施した．

ピッチ角を15。，16。お・よび17。に固定した上で，それ等の各角度にお・いて主機関回転数を400，500，550お』よび580rpmの4段階に変化さぜ，すなわち，12種類の組合せで下記の項目について計測を行った．なお，Table 2 に示す通り海況は計測期間を通じて，ほぼ一定であった．また，計測が等時的に実施されるよう，以下の各項目について出来るだけ同時に計測を行うようにした．

i．1．主機関回転数

クランク軸端装備の電気式回転計（タコジェネ）指示値の目測による平均値とした．

1．2．プロペラ回転数

中間軸に装備の近接スイッチによる電気式無接触回転計指示値の1分間の平均値とした．

1．3．過糸合機回車云委文

ss．oo m 58．00 m

IL85 m

7．60 m 1，044．38 tons

DAIHATSU 8DSM−32 Single action 4cycle Diese1 8

2，soo ps × 600／26s rpm 2，380 PS × 600／265 rpm 320 mm

380 mm VTR一 400

RCA−45D

Hydraulic clutch of immersed multi−plate 1：2．26 600／265 rpm

KAMOME CPC−80

3 2，850 mm 1，140 mm O．45

＃2 first grade （Rank A）

Speqifie gravity 15／4℃ O．8522 Lower calorific value 10，220 kcal／kg

排気タービンプロワ側に装備したHSEC型高速電子式回転計の指示値の1分間の平均値とした．

1．4．船体速力

積算型電磁ログで一定距離（1／10浬）を航走するに要する時間を各5回宛計測し，その平均時間から船体速力を換算した．

1．5．燃料消費量

主機関の燃料油野営装置に装備したRO型容積式ルーツ流量計を用い，燃料油の一定量（3〜10t）が通過する時間を各3〜5回宛計測し，その平均時間から換算した一・また，その時の燃料比重は浮力式ガラス比重計を用いて計測し，温度補正の上，燃料消費量とした．

1．6．温度

排気ガス温度はシリンダ出口管に装備のCA熱電対温度計で，各シリンダごとに計測の上，8シリンダの平均値とした．その他冷却水，給気，燃料油および排気タービン入出ロガス等の必要ヶ所の温度は，棒状の

アルコールおよび水銀温度計で計測した．

1．7．圧力

(3)

長崎大学水産学部研究報告第56号（1984）

シリンダ最高圧力は直読式最高圧力計で，各シリンダごとに計測の上，8シリンダの平均値とした．その他給気，冷却水，燃料油性の必要ヶ所の圧力は，ブル

ドン管式圧力計で計測した．

1．8．燃料ポンプのラック目盛

燃料噴射ポンプ装置コモンロッド端部に装備したラック位置表示指針の1分間の平均値とした．

1．9．ピッチ角

翼角制御ハンドルの指示値とした．

1．．10．気象・海象

気象庁風力階級表による値を用いた，

1．11．排水量

燃料，清水その他の重量物の現在量から，吃水およびトリムを計算し，排水量曲線表より求めた．

1．12．軸馬力

本実験では陸上公式試運転成績表の燃料消費率と負荷率の関係から，主機関の軸馬力を推定した．理想的な燃焼の下では次のように算出することが出来る．すなわち，陸上公式試運転時の燃料消費率b。（kg／PS・h）

と使用燃料の低位発熱量H、、（kcal／kg）から，単位馬力

・時間当り発生熱量はb，・H，1（kcal／PS・h）となる．また，本実験の燃料消費量G（kg／h）と使用燃料の低位発熱量H，、（kcal／kg）から，単位時間の発生熱量は G・H ，（kcal／h）である．したがって，発生馬力Ne（PS）は Ne＝＝（G Ht2）／（be Hii）（PS）（1）

である．

1．13．平均有効圧縮

一般に4サイクルディーゼル機関の軸馬力は次式で示される．

Ne＝C n Pe N。・軸馬力 C．・定数 n・回転数

本船の場合

P，・平均有効圧力したがって

Pe ＝＝ Ne／（C n）

（ps）

C ＝＝＝ O．2717

（rpm）

（kg／cm2）

（kg／cm2）（2）

多気筒機関の場合，各シリンダの発生する仕事量には，それぞればらつきがある．しかし，本実験では各シリンダの燃料噴射ポンプのラック目盛の値から判断 iすると，そのばらつきは約2％以下であるので，測定誤差範囲に．あると考える．ゆえに，Peは式（2）より8シ

リンダの平均値として算出した．

2．結果および考察

計測結果をTable 2に示す一また，主機関運転i生能を見るためTable 2の中より抽出し，横軸に主機回転数を，縦軸に諸項目の変化をピッチ角をノ．fラメータと

400k

300

2

貼

xl（デ

25 0

1

h

一一

一 t

宅／／_J一一V

一 t

一

t

RDax．・・一・一・一

Ne ．一／：

一．一．

♂瞳

14 i31211

^{N V}

一

，の

v

35

鍵

︒

瞼

o

G・

獅︒．o◎50

5

麦！ ︐ ！ ︐ ノ！ 1︐ ノノ ︐ G︐ ／ V一グ一

18

グ一．一置

．．

@！f

！

75 T

0

，

黹ｰ一一一一

3 0 5 550 脚

Fig． 1． Parametric interrelation ih 3−angular pitches of propeller blade between rev−

olution per minute of main engine and its various characters：

n Te h

P，

Pmax．：Maximum pressure （kg／cm2）

ど

NGVS

：Revolution per minute of main en−

gine （rpm）

：Exhaust gas temperature of main engine （OC）

：Revolution per minute of turbo charger （rpm）

：Suction air pressure （kg／cm2）

Note：Throughout the figure，

experimental measurements and the dot・

ted line is refered from an o缶cial sea trial in 1975． Simboles are given as a circle for 15。．of blade pitch， as a tria ngle for 160 and a cross for 17。re−

spectively．

：Shaft horse power （PS）

：Fuel oil consumption （kg／h）

：Ship speed （knot）

：Propeller slip （O／o）

the solid lines given for measured values in the

(4)

してFig．1に示す． Fig．1の破線は主機関運転性能の経時変化を比較するため；竣工時のピッチ角18．5．に

おける海上公式試運転時の成績表（Table 3）より読みとったものである．・

Table 2． Measured and calculated characters of main engine of Kakuyo−Maru in of various angular pitch of propeller in 24th October 1983．

parameter

θρ

15。 16。 17。

P ¹⁶⁷⁹ ¹⁷⁹⁷ ¹⁹¹⁶

n 393．2 483．6 549．2 587．6 395．5 488．2 549．2 583．1 395．5 481．4 551．4 583．1 Nρ 174 214 243 ²⁶⁰ ¹⁷⁵ 216 243 258 175 213 244 258 h×102 52．5 77．0 94．0 107．0 55．0 81．0 105．0 113．5 59．0 87．0 110．0 123．0

Te 230．8 284．9 332．5 361．6 238．5 299．3 354．6 379．3 249．4 321．7 378．6 403．8

Pb 0．11 0．25 0．43 0．58 0．12 0．29 0．52 0．68 0．14 0．35 0．60 0．83

P躍ακ． 58．0 64．4 68．7 71．3 59．4 67．8 73．8 75，4 60．3 69．0 76．1 79．3

Nθ 363 754 1173 1439 403 860 1332 1632 ・ 478 977 1511 1875

Pe 3．4 5．7 7．9 ^9．0 ^3．8 6．5 8．9 10．3 4．4 7．5 10．1 11．8

G ^81．8 142。8 203．9 246．5 88．7 157．8 229．4 277．0 101．0 173．9 257．9 315．1 Gπ 9．03 13．01 16．80 19．52 9．47 13．83 18．16 21．26 10．33 14．67 19．80 23．29

V ^．9．06 ノ10．98 12．14 12．63 9．37 11．41 12．63 13．03 9．77 11．85 13．03 13。53」

S ^4．23 5．67 8．17 10．68 8．05 9．30 10．74 13。25 10．04 10．36 13．94 15．54

Remarks：Various conditions throughout the above measurements 1） displacement of Kakuyo−Maru： 1794．5 tons

2） smooth sea with portbow waves and light air （2m／sec．）．

e．：Prope｝ler pitch angle （deg．）

P ：Propeller pitch （mm）

n ：Revolution of main engine （rpm）

N．：Revolution of propeller （rpm）

h ：Revolution of turbo charger （rpm）

Te ：Exhaust gas temperature of main engine （OC）

Pb ：Suction air pressure （kg／cm2）

Ne ：Shaft horse power （PS）

Pe ：Mean effective pressure （kg／cm2）

G ：Fuel oil corisumption （kg／h）

Gm ：Fuel oil consumption （kg／n．m）

V ：Ship speed （knot）

S ：Propeller slip （O／o）

were：

Table 3． Result of oMcial sea trial in 1975

θρ

18．5。

P ²⁰⁹⁷

Load ^1／4 ^2／4 ^3／4 ^4／4

n 378 479 546 600

Nρ 168 211 242 265

h×102 56．0 90．0 120．0 ^13…5、0

Te 240 320 370 410 Pb ^0．16 ^0．50 ^0．82 ^1．12

Pπαエ． 70．3 80．5 87．5 93．3

Ne ⁶⁰⁰ 1300 1870 2340 Pe ^5．8 ^10．0 ^12．6 ^14．5

G ^101．1 ^183．0 ^275．0 ^379．3

Gπ 9，432 13，800 18，429 24，441

V ^10．72 ^13．26 ^14．92 ^15．52

S 6．08 7．49 9．23 13。79．

Remarks：Various conditionS thtoughout the above measurements were：

1） displacement of Kakuyo−Maru： 1350．00 tons

2） smooth sea with starboardbow waves and light air （2m／sec．）

傷Pn凡h覧

P，： Pmax・：

e θ η

NPGGVS

：Propeller pitch angle （deg．〉

：Propeller pitch （mm）

：Revolution of main． engine （rpm）

：Revolution of propeller （ijpm）

：Revolution of turbo charge （rpm）

：Exhaust ges temperature of main engine

（．C）

Suction air pressure （kg／cm2）

Maximum pressure （kg／cm2）

：Shaft horse power （PS）

Mean effective pressure （kg／cm2）

：Fuel oil consumption （kg／h）

：Fuel oi｝ consumption （kg／n．m．）

：Ship speed （knot）

：Propeller slip （O／o）

(5)

長崎大学水産学部研究報告第56号（1984） 37

2．1．軸馬力，Ne，および平均有効圧力， P，

2．1．1．燃料消費量基準の軸馬力，N、

船舶の推進装置において，負荷トルクと軸トルク（τ）

が平衡した状態ならτおよびN．は，それぞれ，n2およびn3に比例する．そこで燃料消費量基準のNeの有意性を見るため，回転比3乗負荷率（n／n。）3（n。rpm，主機関の定格回転数）を各計測点の回転数よりそれぞれ求め，直線回帰分析の結果は次の通りである．すなわち，燃料消費量から推定したNeと回転比3乗負荷率

（n／n。）3の関係は，Fig．2に示す通りで，回帰式は各ピッチ角θpについて次のようになる．

0．一 150…N，一 1646．9 （n／n，）3−101．6

（PS）・・…一・・（3−1）

e．一一 160…N，一 1956．0 （n／n，）3 170．4

（PS）・・…一・・（3−2）

Op ＝一 17e…N，＝一＝ 2184．4 （n／n，）3−153．2

（PS）・・…一・・（3−3）

各θ。について測定数はそれぞれ4回であるが，

0．5％以下の危険率で有意と認められる．したがって，

本実験結果から見ると回転数の3乗法則を充分満足す

NePS

2000

1500

1am

500

！〃

ノ

プー

16

ゴー．

i一一一一t一一一一： t 一一一一

40 so 60−70 eo go IJo

（ lli；，7 ）xiooo／o

るので本考察では主機関のN。は，燃料消費量基準のものを用いた．式（3）の回帰係数は，主機関の負荷変動に伴なう作動線の傾きを示し，Fig．2のように負荷トルクが増大するとその傾斜が大きくなる．

2．1．2．ピッチ角，θ。，をパラメータとした時の主機関回転数，n，と軸馬力， N．

船舶があるピッチ角θ。で航走する場合，Neとプロペラ回転：lt Npの関係は，海況条件や船体外坂の水線下の汚損程度によっても変わる．Fig．3は本般の海上公式試運転時の4／4負荷（N、一2640PS， n−600 rpm，

N。一265rpm）を定格点， A，としたNe−n特性曲線図であり，この図にはさらに本実験結果から求めた θpをパラメータとしたN。・n特性曲線も合せて示している，本実験結果から得られた曲線は公式試運転時の標準プロペラ特性と良く一致した傾向を示している．

また，本図でA点を通るNe−n特性曲線に対し，左側のnが小さい範囲は，主機関の軸トルクが設計値より大きくなるトルクリッチゾーンで，これと反対に右側のnが大きい範囲は，トルクアップゾーンである．

辮

2500

200

150

10

5 20

Fig． 2． lnterrelation between shaft ?盾窒唐?@power and ratio of operating rpm to rated rpm，

in parameter of various angular pitch of propeller blade．

Ne：Shaft horse power （PS）

n ：Revolution per minute of main engine （rpm）

no：Rated rpm of main engine （rpm）

甲

屡げ o諜

，

ノ︐

，

ノ

4／4 load potnt at sea trlal A it8 so

8k 寧詩

誤 7。

60

1so

3go 460 s60 660 nrPm

Fig． 3． lnterrelation between shaft horse power and rpm．

Pe：Mean effective pressure （kg／cm2）

(6)

一般に主機関の熱負荷は，軸トルクの大小により左右され軸トルクが過大になれば，主機関は熱負荷に起因する事故を起しやすい．本実験範囲では運転位置はすべて前者の範囲内に入る，

また，ディーゼル機関の熱負荷の推定に，機関のP、

とP，（絶対圧力）の圧力比P。／P，の値を使用することがある．機関の負荷が大きくなると排気ガスエネルギおよび排気タービン出力が増大する．ゆえにP，も上昇するので全体としてP。／P，は漸減的に低下する傾向を示す．17．＜θρでnの大きい範囲は，海上公式試運転時の値に接近する．したがって，17．＜θ。の状態では機関の負荷に注意しなければならない，

2．1．3．ピッチ角，θ。，をパラメータとした時の平均有効圧力，P．

一般にN，。Cn3の関係が成立する時，式（2）から求めたP。はn2に近似出来る．本実験結果からこの近似式は次のようになる．

e．＝150 P，一2．5−10−5・n （kg／cm2）・（4−1）

e．＝i＝16e P．一2．8・10mS・n （kg／cm2）・（4re2）

e．＝＝ 170 P，一＝ 3．2・10−5 n （kg／cm2）・（4−3）

ディーゼル機関においては，一定の船体速力を維持するよう船体抵抗の変動に関らず，ガバナが作動して自動的に燃料噴射量を加減する機構になっている．その噴射量に比例してP，は変動するから，噴射量が変わるとこれに伴なってP，およびN，も変動する．

本実験でθ。を15。→170と次第に大きくすると，主機関のP。は同一回点数においてP。、5・→P。、7・と大きくな

り，その結果Neが増加する．本実験結果によるP。の変化をFig．3に示す．船体抵抗が増加した場合， N。の増加率は大きくなり，運転状態によってはnの減少と共

にトルクリッチゾーンに入る．したがって，主機関取扱者はN．とnの関係，お・よび，設定したθ．に対する平均有効圧力P。（θ。）の値を把握する必要がある．式（4）から求めたPeは実験値と良く一致する．本実験範囲では主機関の設定された運転状態のP。を式（4）から充分推定出来ると考える．

2．2，排気ガス温度，Te，排気タービン過給機回転数，

h，および吸気圧力，P，

2．2．1．ピッチ角，θpをパラメータとした時の排気ガス温度，Te

本船は特別な軸馬力計を装備しないので，主機関の Neを正確迅速に求められない．そこでNeを推定するためN，とT。，h， P，等の相関関係を本実験結果について検討を行った．

ディーゼル機関のT。は機関の吸気，冷却水等の温度，

燃料噴射弁および吸・排気弁のタイミング等さまざまな因子が相互に影響し合って変化する，

本実験とほぼ同じ海況条件で航走した時の過去1年間の記録から，主機関のN．とT，の関係をまとめて Fig．4に示す．なお， Fig．4にT。の値と密接な関係にあるhおよびP，を合せて示した．本実験範囲のT。は近似的には次式のようになる．

Op ＝ 15 e Te＝O．6721 n 35．87 （OC）（5Hl）

Op 一一 16 …T．＝一 O．7589・n−64．61 （eC） … （5−2）

ep一一 17 …T，一＝ O．8234・n−75，71 （OC）・（5−3）

Fig，1のnとT，の関係は式（5）と良く一致する．また，日笠等の天鷹丸（518．31tons，1000 PS，330rpm）

での実験結果1）とも良く一致し，T，。Cnの関係にある．

本実験範囲のT，はnが大きくなると一次元に上昇し，

θ。一17。になると海上公式試運転時の値まで近ずく．

Teの過高は多くの原因によるが，特に排気タービン過給機の効率低下によることが多く，重大な事故にもつながる．本実験結果から主機関の取扱者は，17。＜θρ の場合，充分な注意を払う必要がある．また，主機関を運転する場合，制限値の目安にTeを用いる時は， T，

に係る要素は多いのでそれ等との関連にお・いてT。の値の可否を判断することになる．

O

Pb O．5 0，2

rpm15000 h

lOO

5000

℃σ 0 4

2

o

o oo

o o o o

oO o

o o

（SD co

（po o cu QO

ooo

oo o di cp ￠o O

ps o

500 1000 1500 2000

Fig． 4． Variances of suction air pressure， rpm of turbo charger and exhaust gas tem−

perature of main engine， in various shaft horse power of main engine． This figure is referred from engine Log Books （1974−

1983） of Kakuyo Maru．

Pb：Suction air ，pressure （kg／cm2）

h ：Revolution per minute turbo charger （rpm）

Te：Exhaust ges temperature of inain en−

gine （OC）

2．2．2．ピッチ角θρをパラメータとした時の吸気圧力 Pb，排気タービン回転数， h

(7)

一般に中速ディーゼル機関のシリンダ出口排気ガス温度は400℃前後になる．本船の場合，負荷2／4〜3／4，

船体速力12．5〜13．5knotで航走した時，過去1年間の記録ではそれはほぼ380℃である．この排気ガス熱量は廃熱として大気中に放出され，熱勘定例によると約30％にもなり，この廃熱の回収は船舶の省エネルギ対策につながる．ディーゼル機関が大型化，あるいは，

高速化すると熱力学的冷却損失は少なくなる反面，排気損失は大きくなる．過給機付ディーゼル機関の排気タービン過給機は，この廃熱を回収する装置の一種で，

廃熱回収から得られる省エネルギ効果は極めて大きい．

本実験範囲のP、とnの関係は，次式で近似出来る．

θρ一15。…P，一一2．109・10−12・n4 128

（kg／cm2）・（6 1）

Op ＝＝＝ 160…Pb ＝＝ 2．709・lo−i3．n4−48i

（kg／cm2）（6−2）

Op ＝一 170…Pb 一2．894・lo−i3．n4−soo

（kg／cm2）・・… （6m3）

すなわち，Pρはnが大きくなるとほぼn4に比例して急激に大きくなる．また，式（6）は日笠等の実験結果2）

とも良く一致する．

一方，主機関への供給熱量Q∫（kcal／h）の中，排気ガスへの損失熱量の割合をg（％）とすると，排気ガス熱量はQプg（kcal／h）となる．また，排気タービンの出力をN，（kcal／h）とすれば， N，。cQf g・Cn3である．したがって，nを大きくすると排気タービンの回転数hは次第に大きくなる．すなわち，Fig．1でn が大きくなるとθ。が大きくなるに従い，P，が急激に上昇するのはhが大きくなるためである．

本実験範囲のhとnの関係は，近似的に次式のよう

になる．

0．＝一150…h一＝O．15・ni 76 （rpm）（7−1）

e．一160…h＝一〇．16・n 90 （rpm）・・一・・… （7−2）

e．＝＝170…h＝一〇．08・ni 88 （rpm）・・一（7−3）

Fig．1のnとhの関係は式（7）と良く一致する．また，

θρ一15。でnを500rpmより550rpmにした場合のnの増加率は，約19％であるが，n ・一 500rpmでθPを15。より17．

にした場合のそれは，約15％となる．すなわち，Fig．1 よりnまたはθ．を変化させた時の廃熱量を推定し，両者の変化による利害を判断出来るものと思う．

2．2．3．ピッチ角，θρをパラメータとした時の排気ガス温度，T、，および排気タービン回転数， h，と軸馬力，N、

船舶を経済的・効果的かっ安全に運転するため，運転諸元の任意の項目とN。の関係を明らかにして，これからN。を推定する必要がある．そこで本実験範囲の T，およびhからN，を推定するため，これ等の問の多

重回帰式を求めると次のようになる．

Op ＝： 15e Ne ＝ 14． 48 Te−15・ 20 10−2 h一 2192

（PS）・・一・一・・（8−1）

e．一 16e…N，＝一 30．36・T，一5L86・10m2・h−3998 （PS）・・一・一・・（8−2）

Op ＝ 170 Ne ＝＝一44・80 Te十L309 h十3966 （PS）・・一・一・・（8−3）

式（8）による計算結果は，θ。が15．お・よび16。において Fig．1の実験結果と良く一致し，両者の誤差は3．3％

以内にある．一方，θ。が17．の場合その誤差は約8％

とやや大きいが，実用上差支えないと判断される．したがって，実験を重ねればT。およびhの計測結果から，

Neをかなり正確に推定出来る．

2．3．最高圧力，Pmax．

ディーゼル機関の理論的熱効率ηthは，圧縮比・空気過剰率が一定ならPm。x．／P。（P。 kg／cm2・圧縮圧力）が大きい程良くなる．また，Pmax．が一定ならηthは他の熱サイクルに比較してディーゼルサイクルが最も大きい．しかし，Pm。x．が大きいと機関各部に悪影響を及ぼすから，一定限度以下に保たねばならない．本船は 4／4負荷状態で115kg／cm2（陸上公式試運転記録）であ

る．

本船のnとP，の関係は，式（6）で示されているように nを大きくするとP，はn4に比例して大きくなる．また，nを大きくすると着火時の可燃性混合気量も多くなるので，Pmax．はさらに大きくなる． Pm。x．とnの関係は日笠等3）によるとPmax．一 a．nb（kg／cm2）（a．b一定数）

の関係にある．本実験結果によると近似的に次式のよ

うになる．

0．＝150 P．．．．＝ 2．72 nO 5i2 （kg／crn2） … （9−1）

ep＝160 P．．x，＝1．37 nO 63i （kg／cm2） … （9−2）

e．＝＝170 P．．．．＝＝ O．89 nO 05 （kg／cm2） … （9−3）

本実験範囲では，Pmax．とnは極めて高い相関が認められる．一また，日笠等の実験結果4）と良く一致する．

所で主機関は省エネルギの観点から，b，を定格状態に近ずけて運転することが望ましい．一つの方法として，低負荷で運転する場合，P，は低く抑え，燃料噴射タイミングを調整し，Pmαx．は定格状態の値に保持して B鵬／P，を大きくする．そこで本実験結果から，：Pmαx／P。

がb、に与える影響を見るため，b，とB鵬／P。の間の回帰式を求めると近似的に次式のようになる．

e．＝＝ 150 be ＝ O．134 eO 03i Pmax．／Pe

（kg／PS・h）・・一・・… （10−1）

e．一 160…b，＝一 O． 133 ・ee 032 P．．x．／Pe

（kg／PS・h）・・・・・・… （10−2）

θρ ＝＝17。…bθ一〇．133・eo 033 Pm ax／Pe

（kg／ps・h）・・・・・・… （lo−3）

(8)

・本実験結果をFig．5に示す． b，とP。。x．／Peの相関は高く式（10）による計算値は，実験値と良く一致する．

Fig．5で同一のbeに対してθρを小さくする方がP，。x．／Pe は大きくなる．したがっで，それだけ主機関のサイクル効率は良くなる．また，θpが一定ならnを大きくする方がb。は小さい．Pmax．がサイクル効率に与える影響は顕著で，これが大きくなるとb，が低下し，したがって，熱負荷およびT。は低くなる．

be（9／psl h）

2so

2co

1501

怖

⑯5

56 7 8 910 1 2 13 14 15 16 17

Fig． 5． lnt ?窒窒?撃≠狽奄盾氏@between specific fuel oil consumption （be， g／PS／h） and pressure ratio （Pmax．／Pe）・

Pe ：Mean effective pressure （kg／cm2）

b．：Specific fuel oil consumption （g／PS／h）

本実験でT．およびPe，すなわち， NeがPm。x．に与える影響を考察するため，次の多重回帰を求めた．

ep＝150 Pmax．＝＝10．30 10−2 Te−4．11 10−2 Pe十十34．72 （kg／cm2） … （11−1）

Op ＝＝ 16 Pmax．＝＝ 35． 69 10 2 Te 5・ 31 Pe ne

m5．18 （kg／cm2） … （ll−2）

θρ 一17。…pmax．一10．81・lO−2・Tθ十31．67・10−2・Pe十十31．90 （kg／cm2） … （11−3）

式（11）の計算結果はFig．1の実験値と良く一致する．

したがって，式（9）および（11）からn，TθおよびPe，

すなわち，NeをパラメータとしてPm。x．を推定出来る，

2．4．燃料消費量，G， Gm

一般に舶用ディーゼル機では，負荷60〜100％の範囲で使用するよう設計されているから，極端な低負荷

（CPP装置でnまたは．θ．が極度に小さい時），あるいは過負荷（nまたはθ．が極度に大きい時）での連続運；転

は避けなければならない．例えば低負荷の連続運転は燃料噴射系統の不適当．あるいは掃排気系統の不良か

ら燃焼不良を起してb。が大きくなる．反対に過負荷では噴射燃料の燃焼速度がnに比例して大きくならないし，また，燃料噴射ポンプの一回当りの噴射量も大きくなるため，空気過剰率が小さくなり，給気量不足から燃焼状態が悪化しb．も大きくなる．また，吸排気弁等のタイミングは，4／4負荷基準のもので部分負荷，しかも極端な軽負荷状態で連続運転すると，P，が低下してシリンダのガス交換作用が悪化し，給気量の不足から不完全燃焼を起し，ますますP，を低下させる．すなわち，燃料不経済運転になる．したがって，機関にはそれぞれ燃焼条件が最も良くなるnおよびθρの組合せが存在する．

一方，CPP船はN。，すなわち， nとθpの組合せで任意のVが得られ，設定したVに対して一般にはN。を小さくθρを大きくする方が，反対にN。を大きくθ。を小さくするよりも燃料消費量は小さくなる．すなわち，

主機関を高い効率で運転出来るため省エネルギ効果が期待出来る．

近年ALC（Autmatic Load Control）システムを装備して，設定したVに対してNpとθρを制御する省エネルギCPP船もある．そこで，本船の現状を考察するため，N．とθ。を色々に組合せた時のVとGおよび Gmを計測した．

本実験範囲では燃料が完全燃焼すると思われるので G oc Neとなる．また， Ne。C n3なのでG。C n3となる．

定航程を航行するに要する時間をt，その間の燃料消費量をGmとするとGm・＝G・t（kg／n．m。）であり，また，

toc 1／V Oc 1／nである．ゆえにGm。C n2となる． Gとn の関係はFig．1の通りである．

各θ。に対するGおよびGmとnの近似式は次のよう

になる．

Gについて

Op ＝＝ 150 G＝ 1．26 10−6・n3

θp ＝＝16。…G−1．36・10−6・n3 0p ＝ 170 G ＝ 1．57 10r6・n3

Gmについて

e．一15e…G．一5．67・10−5・n2 e．＝一 160…G．一一 6．03・10−5・n2 e．一一 170…G．＝ 6． 57 ・ lo−5・n2

（kg／h）（12−1）

（kg／h）（12−2）

（kg／h）（12−3）

（kg／n．m．）（13−1）

（kg／n．m．）（13−2）

（kg／n．m．）（13−3）

式（12），（13）による計算結果はFig，1の実験値と良く一致する．また，日笠等の実験結果5）と良く一致する．

次にGおよびGmに関する金子の報告6）によると多数の因子が相互に影響し合ってこれ等が決る．そこで，

本実験範囲の総合的な省燃費を考察するため，Gmと密接な関係にあるプロペラの回転数すなわち，n，船

(9)

体速力V，スリップS，ピッチ角θp等との間の多重回帰式を求めると次式の通りである．GmはV2に比例す

るので船体速力は2乗として計算をした．

G．一一 o．04go6 ・n−o． oos6 ・v2 十〇． s2406 ・ s一

一〇．06734 0．一11．91674 （kg／n．m．）（14）

式（14）は危険率0．5％以下で有意である．この式から θρを大きくしVを大きくすれば，Gmを小さく出来るが，そのためにはnおよびN、が大きくなる．また，V が大きくなるとSも大きくなるため，全体としてGmは大きくなる．式（14）でnの寄与率は大変大きく，Vの約 20倍である．

所でSは水没船体外板の表面粗度，あるいは海況等の影響を受けて変化するので，それ等とSの関係を実験的に解明すれば，設定された船体速力に対して，式

（14＞からGmを最少にするためのnおよびθρを推定出来

る．

2． 5．船体速力，V

船体速力はスリップ率が一定の範囲なら，理論的に V㏄Nρである，また，θρが増加するとプロペラピッチ Pは大となり，したがってVも増加する．しかし，船体抵抗の内θ．またはN。の小さい低速域では粘性抵抗が主体となるが，θρまたはN。が大きくなり高速急に入ると造波抵抗が急増して，プロペラスピードに対して実際のVは減少しSは大きくなる．すなわち，Fig．1 のごとくVはNpが大きくなると漸減的に増加率を小さくする．これはプロペラスピードの増加に対して，S が大きくなりVが比例しないためである．

また，本実験範囲のVとnは，それ等が比例する範

V（ゆ

14 3 1 12

1 1

1 9

8

e ）60．lsO

6−盾潤@rpm n

囲では，次のような近似関係にある．

0．＝一＝ 150…V一 1．858・10−2 n十1．848

（knot）・（15ml）

e．一一 16e…V 一一 1．991 ・ 10−2・n十1． 574

（knot）・（15−2）

e．一 170…V 一 1．998 ・ 10−2・n十1．993

（knot）・（15−3）

Fig．6は式（15）を表わしたもので，本船の通常航海速力12．5（knot）におけるnの減少率は，θ。一150に対して16。お・よび17。で，それぞれ，4．28％お・よび8．27％となる．また，Fig．3のNe−n特性曲線上にθ．をパラメータとするV・n特性曲線を描くとFig．7のようになる．

同図から設定したVに対しθpが大きくなる程，nおよびN，が減少する．したがって，同一Vならθρが大きい方が小さいよりは，燃料経済上有利と言える．それ・

はN，とVの関係図（Fig．8）からもうかがえる．すなわち，Vが12，5（knot）におけるN。の増加率は，θpが 17。に対して16。および150では，それぞれ3．37％および 11．52％となる．そこで，Vと密接な関係にあるn，

θ。およびその時のS等との総合的な相関を考察するため，本実験のVが9〜13．5knot，nが400〜580rpmの範囲について多重回帰式を求めると次のようになる．

V ＝r O． 0241 n nt O． 15863 S十〇． 84685 Op一

一12．4791 （knot）・・一・… 一一・（16）

式（16）は危険率0．5％以下で有意である．同式でnま

1500

1000

sw

k一

8

gk．．

10ヒ

3to 400 ^soo

1k 1

3k 1

♂

1

i2k ．s （／）B v ir7e

6

墾o

Fig． 6． Speed−rpm diagram in parameter of pitch angle of propeller．

V：Ship speed （knot）

n：Revolution of main engine （rpm）

360 4bo s（1＞o 660 rti（rpm

Fig． 7． Propulsive eharacteristics given by the experimental results in 1983．

In this figutie， the abscissa is rpm and the ordinate is shaft horse power． Solid lines are given respectively for 150−170 0f angular pitch of propeller and dotted lines are for isograde of various ship s speeds of Kakuyo−Maru， in 1983．

(10)

NeCPs）

2000 15co

1000

500

300

ンにあり，安全な状況にあると言える．

3．一定の船体速力を保つには，主機関回転数を大き ● くするよりも，むしろピッチ角を大きくする方が，フ 1

1 70

71

v（ro

8 9 to 1 1 12 13 14

Fig． 8． lnterrelation between shaft horse power and ship speed．

V ：Ship speed （knot）

たはθpを大きくするとVは大きくなる．nおよびθρ のVに対する寄与率は45％お・よび49％で，θ．の要素の方がnのそれよりもやや大きい．それはVを大きくするため，nまたはθ．を大きくするが，その場合プロペラの推進効率の低下は，前者に比べると後者の方が小さいためである．また，Sは負の相関にありその寄与率は，Vのそれの約13％で影響は少ない。 Vを大きくするためnまたはθ．が大きくなり，推進効率が低下し造波抵抗も大きくなるためである．

今後の課題であるが何等かの方法でSを推定出来れば，式（16）から任意のVに対して，nおよびθ。を設定することが可能である．

おわりに

本実験のθρ一15．〜17。，V−9〜13．5knotの範囲では次のことが言える．

1．燃料消費量から作動時の主機関軸馬力は，かなりの精度で推定出来る．また，今後さらに実験を重ね，

任意のピッチ角における軸馬力を排気ガス温度，排気タービン過給機回転数等からも推定出来るようにしたいと考えている．

2．主機関回転数600rpmピッチ角170および船体速力 13．5knot以下で，水線下船体外板がクリーンな状態であれば，主機関の運転状態はすべてトルクアップゾー

ロペラの推進効率低下割合が小さく，燃料消費量を節減出来る．

4．ピッチ角17．以上では，シリンダ排気ガス温度の過高が予想される，

5．色々な状況におけるスリップ率が推定出来れば，

燃料消費量を最少にする船体速力，および，任意の船体速力に対する主機関回転数とピッチ角を決定するこ

とが可能である．

6．総合的な運転特性を見るには，今後さらにピッチ角の巾広い範囲で，また，主機関回転数を固定しピッチ角のみを変更する等の実験，あるいは，水線下船体外面が汚損の各種状態について実験を重ねる必要があ

ろう．

本報告を草するにあたり，種々御教示をいただいた本学部教授柴田恵司博士に深謝し，あわせて実験計測において終始御協力をいただいた阿部茂船長以下鶴洋丸乗組員各位に，心から御礼を申上げる．

文献

1）日笠純扶・西矢豊就（1974）．水産回送報，23−1，

38．

2）日笠純扶・西矢面面（1974）．水産大皮報，23一 1，

39．

3）日笠純扶・西矢豊就（1974）．水産大研報，23一 1，

40．

4）日笠純扶・西矢豊就（1974）．水産大研報，23一 1，

40．

5）日笠純扶・西矢冷冷（1974）．水産大雷丸，23−1，

37．

6）金子仁（1984）．マリンエンジニア，444， 37−

47．